Proces spręŜania dwutlenku węgla

Na potrzeby realizacji procesu separacji dwutlenku węgla ze spalin dla blo-ku 900 MWe zaproponowano technologię adsorpcyjną VPSA. Siłą napędową separacji realizowanej tą technologią jest róŜnica ciśnień, przy czym po stronie spalin wymaga się podwyŜszonego ciśnienia, natomiast po stronie produktu – ciśnienia znacznie niŜszego. Poziom ciśnień jest uzaleŜniony od stosowanego sorbentu. W pracy rozwaŜono separację z wykorzystaniem sorbentu, dla którego optymalny poziom ciśnienia absolutnego spalin wynosi ok. 0,2 MPa, natomiast ciśnienie produktu po stronie desorpcyjnej kształtuje się na poziomie 0,005 MPa. Uzyskany w tym procesie produkt w postaci CO2 o bardzo niskim ciśnie-niu naleŜy na potrzeby transportu i składowania spręŜyć do ciśnienia pozwalają-cego na jego bezpieczny transport w fazie nadkrytycznej. W zaleŜności od struk-tury układu transportu dwutlenku węgla jest wymagane spręŜenie CO2 do po-ziomu od 9 do 15 MPa. W niniejszej pracy załoŜono, Ŝe wyseparowany CO2 bę-dzie spręŜany na potrzeby transportu do ciśnienia 12 MPa. Strumień wyseparo-wanego dwutlenku węgla dla bloku 900 MWe wynosi ok. 200 kg/s.

W celu realizacji procesu spręŜania strumienia CO2 od ciśnienia 0.005 do 12 MPa rozwaŜono wiele struktur procesu spręŜania z zastosowaniem chłodze-nia międzystopniowego, zmierzającego do ograniczechłodze-nia energochłonności tego procesu. Mając na uwadze dostępność czynnika na potrzeby procesu chłodzenia międzystopniowego CO2, zdecydowano się, Ŝe będzie to kondensat opuszczają-cy skraplacz bloku o temperaturze ok. 33°C, który pozwoli na ochłodzenie sprę- Ŝanego CO2 w chłodnicach międzystopniowych do ok. 60°C. Dla tych załoŜeń przeprowadzono obliczenia optymalizacyjne, mające na celu określenie wartości optymalnych ciśnień za poszczególnymi spręŜarkami. Kryterium optymalizacji stanowiła całkowita moc niezbędna do realizacji procesu spręŜania strumienia CO2. W wyniku minimalizacji przyjętego kryterium ustalono wartości ciśnień oraz temperatur CO2 za poszczególnymi grupami stopni spręŜania (rys. 1a), a takŜe zapotrzebowanie na moc całkowitą do spręŜania oraz strumień ciepła odbierany w chłodnicach międzystopniowych (rys. 1b).

0 1 2 3 4 5 6 7

Rys. 1. Temperatury CO2 za kolejnymi grupami stopni spręŜania (a), zapotrze-bowanie na moc do spręŜania i strumień ciepła odbieranego w chłodnicach (b) Fig. 1. CO₂ temperatures after following groups of compression stages (a), en-ergy demand for compression and heat flux recovered from intercooler (b)

Rozkłady temperatury spręŜanego CO2 za poszczególnymi grupami stopni (a przed chłodnicami międzystopniowymi) przedstawiono na rys. 1a. W przy-padku układu składającego się z jednego lub dwóch grup stopni obserwuje się bardzo wysokie temperatury gazu po procesie spręŜania. Z kolei zastosowanie trzech oraz większej liczby grup stopni pozwala na uzyskanie wartości tempera-tury spręŜanego CO2 poniŜej 300°C. W przypadku siedmiostopniowego procesu

b)

liczba stopni spręŜania b)

a)

spręŜania z chłodzeniem międzystopniowym średnia temperatura za grupami stopni wynosi ok. 150°C. Ze względu na potencjalną moŜliwość odzysku ciepła z chłodnic międzystopniowych i wykorzystania tego ciepła, np. w układzie pod-grzewaczy regeneracyjnych bloku parowego, poziom temperatury spręŜanego CO2 będzie miał istotny wpływ na moŜliwości realizacji tego procesu. NiŜsze temperatury spręŜanego CO2 ograniczają potencjał wykorzystania tego ciepła w układzie bloku parowego. Zapotrzebowanie na moc do napędu poszczegól-nych układów składających się z róŜnej liczby grup stopni spręŜania oraz stru-mień ciepła, jaki naleŜy odebrać w procesie chłodzenia międzystopniowego zi-lustrowano na rys. 1b. Analizując przedstawione dane, moŜna stwierdzić, Ŝe za-stosowanie czterech lub większej liczby grup stopni spręŜających nie wpływa juŜ istotnie zarówno na obniŜenie temperatury spręŜanego CO2 ani na zapotrze-bowanie na moc do napędu spręŜarek. Z tego powodu w pracy poddano analizie jedynie układ 4-stopniowy. MoŜna stwierdzić, Ŝe maksymalna temperatura wo-dy z układu chłodzenia międzystopniowego moŜe wynosić 225°C przy strumie-niu ciepła 196 MWt. Na podstawie przyjętych danych określono zakresy zmien-ności tych parametrów. ZałoŜono, Ŝe pomimo nieznacznych róŜnic w temperatu-rze CO2 wchodzącego do chłodnic międzystopniowych, wychodzący strumień wody będzie mieszany i transportowany do układu regeneracji juŜ jako jeden strumień o średniej temperaturze. W obliczeniach rozwaŜano temperatury czyn-nika opuszczającego wymienniki międzystopniowe w zakresie od 195 do 225°C oraz odpowiadające im strumienie ciepła moŜliwe do wykorzystania w układzie bloku parowego w zakresie od 140 do 196 MWt.

Na rysunku 2. przedstawiono schemat obiegu parowego nadkrytycznego bloku 900 MW wraz z układem regeneracji wody. Mając na uwadze chęć wyko-rzystania strumienia ciepła uzyskiwanego z układu międzystopniowego chło-dzenia CO2, wytypowano na podstawie parametrów termodynamicznych pięć potencjalnych miejsc, w które moŜna wprowadzić strumień rekuperowanego ciepła (rys. 2.). Dla wytypowanych miejsc wprowadzania ciepła przeprowadzo-no wieloparametryczne obliczenia optymalizacyjne, których celem było określe-nie udziałów poszczególnych strumieni wprowadzanego ciepła (w wytypowane miejsca wprowadzania od HS1 do HS5), maksymalizujących całkowitą spraw-ność energetyczną bloku. NaleŜy zaznaczyć, Ŝe wprowadzanie strumieni ciepła do układu regeneracji bloku było uwarunkowane zachowaniem nominalnych parametrów termodynamicznych czynnika obiegowego w charakterystycznych punktach układu regeneracji. Przekładało się to na zachowanie temperatur i ci-śnienia czynnika roboczego przed wlotem do kolejnych wymienników regenera-cyjnych. Zmianie ulegały strumienie masy wody i ciepła w układzie regeneracji.

Rys. 2. Schemat bloku energetycznego wraz z wytypowanymi miejscami wprowa-dzania rekuperowanego ciepła

Fig. 2. The diagram of power unit with typical heat recuperated inlet places